基于光纤传感技术的桩体位移监测方法研究

朱栋梁 林伟宁 程贵海 陈秋平 赵伟来 陈国良

摘要：现有光纤传感器的布设方法单一，无法完全适应各类工程的监测要求。为此，从实际工程桩体水平位移监测的需求出发，针对工程施工特点，设计单U型和多U型布设方法，并于室内构建PVC管简支梁模型，利用分布式光纤传感器对PVC管弯曲变形应变进行测量。采用各类应变组合进行挠度计算，分析了各应变组合挠度的试验误差。将上述两种光纤布设方法分别运用于实际工程的桩体水平位移监测中，并对比分析光纤传感器监测数据效果。试验与实际工程分析结果表明：利用分布式光纤计算桩体位移时，应当优先选用垂直基坑开挖面的双轴线应变进行计算，其次可利用其他轴线应变换算成基坑侧应变，进而用双轴线应变计算，而多轴线应变计算会造成多余误差;在实际工程运用时，分布式光纤传感器监测效果优于侧斜管监测效果。

关 键 词：基坑监测; 围护结构; 光纤传感器; 光纤布设方法; 位移计算

中图法分类号： TP212

文献标志码： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2022.05.027

0 引 言

随着地下工程的发展，地铁建设进程逐步加快，地铁基坑工程事故频发，使得基坑工程的安全问题越来越得到重视。基坑工程施工安全主要由基坑围护结构变形情况来表征，因此，基坑围护体系的结构变形监测在保障基坑工程安全方面起到至关重要的作用[1-2]。钻孔灌注桩作为一种典型且十分重要的基坑工程围护结构，其形变大小可直接反映基坑的安全状况。目前，针对钻孔灌注桩结构变形的监测通常采用预埋侧斜管，通过测量侧斜管倾角变化来计算桩体的水平位移。采用常规测斜仪对围护结构进行倾斜监测时，一方面数据采集需要人工操作，监测耗时较长，监测结果受人为因素影响大，存在较大偶然误差;另一方面，监测时间受到限制，难以对围护结构进行实时、远程监测，尤其是在逆作法基坑施工时，围护结构水平位移监测点位甚至位于道路中央，受密集车辆影响很大，监测工作开展难度大，监测人员的安全也无法有效保障。再者，测斜管在土体中容易受到施工影响而被破坏，导致测斜仪卡在管内，无法继续工作，进而造成经济损失，且目前没有好的解决办法[3-4]。

随着光纤传感技术的兴起发展，越来越多的研究人员将其运用至岩土工程领域，尝试弥补人工监测存在的弊端，并取得了较好的效果：刘杰等[5]基于布里渊时域分析（BOTDR）技术，将分布式光纤粘贴至PVC材质的测斜管表面，对南京市某基坑土体深部水平位移进行监测，验证了分布式光纤应用的可行性;童恒金[6]、朴春德[7]等基于BOTDR技术，提出一种将分布式光纤以钢筋笼直径对称U型布设、U型截面垂直基坑开挖面的分布式光纤传感器埋设工艺以及相应的检测步骤，通过静载实验与现场实测数据对比，验证了用分布式光纤测量桩体挠度的可行性;2014年丁勇[8]等基于BOTDA技术和U型布设分布式传感光纤对武汉绿地中心基坑地连墙进行监测，为后续工程提供参考;2016年崔振东[9]等基于BOTDA技术，通过U型布设分布式光纤传感器，对深基坑桩锚支护结构变形进行测量，并取得良好的工程实际效果。

上述研究很好地说明了分布式光纤作为监测手段的可行性。然而，在实际工程中，监测作业需要根据围护结构设计、施工要求进行不同程度的调整，以桩体为例，其施工过程主要分为桩体土体开挖、桩体钢筋笼绑扎与入桩、桩体混凝土浇筑、桩顶破除、桩顶冠梁绑扎与浇筑（桩体腰梁绑扎与浇筑）。因此，为了更好地实现监测要求，在使用分布式光缆对桩体进行监测时，需要结合不同施工方法设计不同布设方案。例如：在实际工程中，常出現混凝土支撑并未浇筑于冠梁顶部处，而是浇筑于冠梁以下桩体腰部位置的情况，在施工过程中需要在腰部对桩体进行破除进而绑扎腰梁，此时，位于基坑开挖侧的光纤极易被损坏，且难以修复，从而导致监测失败。

因此，本文结合实际工程，针对两种不同的地铁工程围护结构特点，基于BOTDA技术以及分布式光纤U型布设原理，设计改良两种不同的分布式光纤布设方式，通过室内试验探讨布设方法的可行性以及位移计算方法。

1 BOTDA技术及光纤布设方法原理

1.1 BOTDA技术原理

如图1所示，BOTDA技术[10]利用了分布式光纤中的布里渊散射光频率变化量（频移量）与光纤轴向应变或环境温度之间的线性关系来实现传感，该关系式可以表示为

VB1ε，T-VB2ε0，T0=VBε，Tεε-ε0+VBε，TTT-T0（1）

ΔV1=KεΔε+KTΔT（2）

ΔV2=-KεΔε+KTΔT（3）

ΔV1-ΔV22=KεΔε（4）

式中：VBε，T，VBε0，T0分别为测试前后光纤中布里渊散射光的频移量;ε0，ε分别为测试前后轴向应变值（一定空间分辨率下的平均应变）;T0，T分别为测试前后的温度值。此次试验选用分布式光纤比例系数VBε，Tε，VBε，TT的值为0.048 2 MHz/με和1.12 MHz/ ℃。

由式（1） 可知，BOTDA频率漂移由应变漂移与温度漂移两部分构成，在实际挠度计算中，应变漂移为有效漂移量，即在使用过程中需剔除温度漂移。剔除方法有：DTS温度补偿[11]、硬件补偿[12]等。在桩体水平位移监测中，多通过U型对称布设分布式光纤进行监测，在位移计算时，需将受拉侧应变与受压侧频移相减，从而消除温度频移，亦可减小中性层误差，因此，该计算方法应当为偶数频移线性组合[13]。

1.2 布设方法原理

1.2.1 单U型布设方法原理

常规单U型布设方法在实际工程操作中，按正对基坑开挖侧主筋以及对称迎土侧钢筋U型方式来布设分布式光纤传感器，具体布设方法如图2所示。

图2中所示方法利用位于基坑侧与道路侧两根钢筋进行应变监测回路搭接，并在相邻钢筋以同种方式进行温补回路搭接。其监测位移计算原理为倾角法[14]：将桩体弯曲应变转化为转角，进而通过转角累加计算桩体沿长度的各部位位移，基本公式如下：

Δαi=ld（εa-εb）（5）

αn=ni=0Δαi（6）

un=lni=1αi（7）

式中：εa，εb分别为弯曲受拉、受压侧应变;Δαi为相对角度变化;αn为轴向某点的角度;l为采集仪设置的采样间距，mm;un为各点位移，mm。

1.2.2 多U型布设方法原理

通过对比各地实际工程发现，腰梁结构非常常见（见图3）。在实际工程中，若仅使用单U型布设方法布设无法保证光纤完好，从而导致监测作业失败。

因此，为了更好地进行监测作业，需对现有的单U型布设方法进行改良，以适应该工况下的监测作业要求，从而提高传感器存活率，改良后的布设方法如图4所示。

图4中所示方法利用基坑侧（道路侧）同侧相邻两根钢筋进行光纤回路搭接，且单一光纤回路中以一侧作为应变监测部分，一侧作为温补监测部分。基于此布设方法，于单一桩体共布设4组回路，本文将此布设方法命名为多U型布设方法。其基本原理为：① 单U型布设方法原理;② 材料力学应变转化原理[15]，即当桩体发生挠度变形时，与中性层距离相同点的应变应当相等，且不同距离点的应变比等于距离之比，如图5所示，桩体中性轴与A（D）点距离为r，与B（B′）、C（C′）距离为y，其各点应变关系可表示为

εCεD=εBεA=yr ，εBεD=εCεA=-yr（8）

εD-εA=ryεC-εA=ryεC-12（ryεB+εA）（9）

κ=1d（εD-εA）=Δαl（10）

式中：εA，εB，εC，εD分别为轴线A，B，C，D处应变;r为桩体半径，mm。

1.3 布设方法的试验验证

为了验证改良布设方法的可行性，本文设计完成了以PVC管为载体的挠度加载试验，并将多组分布式光纤测量所得的PVC管挠度应变与材料力学理论应变对比，从而验证分布式光纤应变测量的准确性（见图6）。最后将有效的应变进行不同组合后，采用倾角法计算管体挠度，并与千分表实测位移进行对比，对比验证各计算组合的准确度。

1.3.1 试验程序

以简支梁中部集中荷载受力模型为基础设计试验，同时于各位置布设千分表进行位移测量工作（见图7）。选用质地均匀、变形性能较好的PVC-U d50管模拟桩体，长方体钢架作为基座，并固定光轴承作为控制固定端。依据布设图，用墨斗弹出墨汁线（A点至中性轴距离为B点的两倍），于PVC管表面U型布设0.9 mm的紧套分布式光缆，以保证光纤形成回路（AD，BB′，CC′）。布设光缆时，将光缆拉紧绷直，用LESSO硬质PVC胶结剂将光缆沿墨汁线牢固的粘贴于PVC管的上下表面以及侧表面（见图8）。PVC管固定至光轴承中，将光轴承收口螺丝收紧，保证PVC管与光轴承紧密接触无相对滑动，利用木工夹固定光轴承于钢架上，形成固定端约束。在PVC管的中部加载点钻出小孔，将无弹性牵引绳穿过小孔，提供砝码加载点。此次试验共采用4个千分表，千分表根据其实际量程合理安放。在整个实验过程中，尽量将室温保持为恒定温度，在较短时间内完成数据采集工作。

1.3.2 应变结果分析

由于试验频率数据较多，此次试验仅通过解调仪导出试验应变结果，将处理结果以EXCEL表格显示，最终结果如图9所示。

图9显示梁的应变对称性较好，应变基本呈线性变化，应变最大点位于中部，上下表面应变相反且吻合度较高，测试点B、C位于PVC管侧面，距离中性层12 mm，其理论应变大小与上下表面应变之比为2.08，实测应变之比约为2.05，实测应变与理论应变相符，因此，综合分析认为此次试验应变结果有效。

1.3.3 试验位移计算及分析

（1） 转角计算。单应变，将该应变视为εa-εb，带入式（5） 计算;双应变，AD侧组合依据式（5） 计算，其他组合将B（C）侧应变依据式（8）换算至A（D）侧应变，而后与AD组合一致;三应变，将B（C）侧应变依据式（8）换算至A（D）侧应变，而后与AD组合一致。

（2） 位移計算。将各计算转角带入式（6）～（7）计算得出最终位移Y，最后将该位移与千分表实测数据进行对比分析，对比分析结果如图10和表1～2所示。

从位移对比图10可以看出：在不同荷载下的位移曲线基本满足材料力学理论曲线，能很好地表现出简支梁在不同荷载下受力位移变化。就整体对比而言，发现单侧应变计算位移不够准确，偶然性较大，而双数组合计算能降低偶然性，提高精度，且A+C、A+D组合最佳，B+D次之。

从表1～2中可以明显看出：偶数应变组合计算的位移与千分表位移较为接近，其中偶数应变组合中A+C、A+D的误差比其他组合小;三应变组合与千分表位移差距较双应变大，与图像判断相符。综合分析表明双应变组合可以减小应变误差带来的位移计算误差，与1.1节中温度补偿计算方法吻合。

2 工程应用

2.1 单U型布设方法工程应用及数据分析

八一南街站A出入口位于车站主体结构北侧，出口方向与车站主体平行，采用明挖顺作法施工，深14.85 m，围护结构采用“围护桩+混凝土支撑”的围护方案。基坑范围主要为素填土、粉质砂岩、圆砾全风化泥质粉砂岩、强风化泥质粉砂岩及中风化泥质粉砂岩，基底位于中风化泥质粉砂岩中，桩体入岩深1.5 m。本文选择编号ZQT-2、ZQT-3号钻孔灌注桩进行分布式光纤桩体测斜工程验证，基坑现场平面设计如图11所示，具体布设参数如表3所列。

此基坑于7月21日进行表土剥离，至8月20开挖基本结束，开挖深度9 m，历时30 d。

如图12（a）所示，ZQT-2号桩体侧基坑在8月7日前一直作为出土通道，进行出土作业，其工况较为复杂，导致其水平位移形态亦较多。7月11日，较初始状态无变化，位移较小。7月26日基坑开挖至2.5 m，开挖土层为沙石层，基坑底部积水，底部为致密粉砂岩岩层，此时由于桩体上部受力较大，下部水的渗透使得土压力减小，基坑底部开挖面有些许隆起，因此，桩体出现“S”形变形。7月28日基坑开挖至2.5 m，该侧仍作为出土通道，土体出运基本完成，底部积水尚未排尽，围护桩挂网喷射混凝土，由于桩体上部土体卸载，桩体弹性变形部分逐步恢复原状，此时测得桩体恢复中间态，呈“Ω”形变化。8月12日，基坑开挖最深至约6 m，此时围护桩随着开挖深度的增加上部受力增加，并无其他特殊作用力，其受力情况与悬臂梁受线荷载相似，位移曲线呈“Y”形变化。8月14日，基坑开挖至约7 m，现场安装钢支撑，钢支撑预加轴力约800 kN，此时桩体2 m处受到较大的钢支撑轴力影响，顶端土压力不足以抵抗轴力，随着深度增加，土压力作用效果增加，最终使桩体呈“Ω”形形态。8月20日，基坑开挖至9 m，此时钢支撑轴力消散殆尽，仅为100～200 kN，随着开挖深度的增加，土压力作用效果主导变形，使桩体呈“Y”形变化。

如图12（b）所示，ZQT-3号桩体侧工况较为简单。7月11日至8月12日，桩体随开挖深度增加，开挖部分受力增加，土压力作用下使围护桩呈“Y”形变化，且顶部位移逐步增加。8月14日，基坑开挖至7 m深，现场安装钢支撑，钢支撑预加轴力约800 kN，此时桩体2 m处受到较大的钢支撑轴力影响，顶端土压力不足以抵抗轴力，随着深度增加，土压力作用效果增加，最终使桩体呈“Ω”形形态。8月20日，基坑开挖至9 m，此时钢支撑轴力消散殆尽，仅为100～200 kN，随着开挖深度的增加，土压力作用效果主导变形，使围护桩呈‘Y’形变化。

2.2 多U型布设方法工程应用及数据分析

秦塘站为金华-义乌-东阳市域轨道交通工程第19座车站，设计为地下二层双岛四线换乘车站。基坑顶板覆土约6.55 m，底板埋深约14.5～16.2 m。抗拔桩、围护桩、格构柱采用1 000钻孔桩，局部围护桩间设800高压旋喷桩。本文选择编号1016、1029号钻孔灌注桩进行分布式光纤传感桩体测斜监测。各桩体参数为：直径0.8 m，桩长16 m，主筋20根，入岩深度1 m。

此基坑于2月27日开始表土剥离，至3月10开挖结束，开挖深度10 m，采用前进式开挖，历时12 d。

如图13所示，为了更好地说明两种分布式光纤布设方法的优劣性，利用測斜管监测值作为对照组，将分布式光纤采样间距设置与测斜管采样间距一致，从而分析两种方法的效果。

如图14所示，利用单U型（1号位及2号位）布设算法、多U型（2号位及3号位）布设算法计算的位移监测值与侧斜管监测值趋势一致，多U型较单U型的数值大小与测斜管数值吻合度更高，分析原因为测斜管安装部位靠近3号位，因此两者测量结果吻合度高。该桩体于3月1～4日开挖完成，该桩体2 m处安装混凝土支撑，以约束桩体位移，然而测斜管监测位移并未体现出混凝土支撑约束效果，两种分布式光纤监测位移均完整体现，分析原因为侧斜管弯曲强度较大，此桩体位移较小进而导致侧斜管变形较小，无法体现混凝土支撑约束效果;3月2～5日，基坑底部积水，导致桩体的变形朝土体内部发展;6～7日，基坑底部积水已排尽，桩体变形朝基坑开挖侧发展。

综上所述，测斜管位移监测在桩体位移较小时，不能完全体现桩体变形位移形态;单U型布设与多U型布设均能反映桩体位移变化情况，两者监测效果一致，均能体现桩体位移情况。

3 结 论

（1） 基于BOTDA测量得到的应变数据曲线和计算得出的位移曲线符合材料力学中简支梁的加载受力变形特征，且最大位移在PVC管的中部，与加载位置相吻合。

（2） 利用不同轴线位置的应变数据，采用倾角法计算得出的位移值与千分表对应位置测得的实际位移值吻合度较高;且采用两个不同轴线位置的应变组合计算较单个轴线上的应变计算得出的位移更为准确;而三应变组合并不能提高精度，相反会造成多余误差，该计算方法与分布式光纤布设原理相契合。

（3） 在实际工程应用时，应优先保证轴线A、轴线D传感器的完好，并采集有效数据。进一步为了保证监测作业顺利进行，可考虑设轴线B、轴线C为备用;实际的工程中，A，B，C，D轴线分别对应基坑开挖侧正面钢筋笼主筋（受压侧）、基坑开挖侧侧面钢筋（两侧）、背土侧正面钢筋笼主筋（受拉侧）。因此在使用单U型布设以及多U型布设时，首先确保要基坑开挖侧正面钢筋笼主筋上的传感器为完好（受压侧）。当使用多U型布设时，基坑开挖侧正面钢筋笼主筋传感器被破坏的情况下，也可以使用基坑开挖侧侧面钢筋上的传感器（两侧）数据替代。且轴线A（D）与轴线C（B）应变比例应当等于半径与轴线C布设位置与中性轴距离之比。

（4） 在实际工程应用时，应当结合各工程特点以及施工方式，综合考虑分布式光纤布设方法。在本文实际工程监测作业中，单U型分布式光纤布设方法与多U型分布式光纤布设方法均能能够很好地对桩体变形进行监测，且监测效果优于侧斜管监测效果。

此次室内试验与实际工程监测的成功，表明该分布式光纤能够很好地对桩体变形进行监测，多U型布设方法室内试验能够为存在腰梁结构的分布式光纤监测作业提供理论依据，实际工程监测更验证了该方法的有效性。

参考文献：

[1] 郑刚，朱合华，刘新荣，等.基坑工程与地下工程安全及环境影响控制[J].土木工程学报，2016，49（6）：1-24.

[2] 安和生.基坑工程施工安全风险评估研究[D].长沙：湖南大学，2012.

[3] 魏善法.浅析深基坑测斜管安装与监测方法[J].城市建筑，2013（12）：149.

[4] 张远忠.基坑围护结构测斜管损坏后的应急监测方法[J].广东土木与建筑，2010，17（11）：31-32.

[5] 刘杰，施斌，张丹，等.基于BOTDR的基坑变形分布式监测实验研究[J].岩土力学，2006（7）：1224-1228.

[6] 童恒金，施斌，魏广庆，等.基于BOTDA的PHC桩挠度分布式检测研究[J].防灾减灾工程学报，2014，34（6）：693-699.

[7] 朴春德，施斌，魏广庆，等.分布式光纤传感技术在钻孔灌注桩检测中的应用[J].岩土工程学报，2008（7）：976-981.

[8] 丁勇，王平，李鹏飞，等.基于BOTDA的地下连续墙分布式变形监测技术研究[J].岩土工程学报，2014，36（增2）：500-503.

[9] 崔振东，亓军强，王明，等.光纤技术在基坑支护体系受力分析中的应用[J].山西建筑，2015，41（27）：67-68.

[10] 彭映成，钱海，鲁辉，等.基于BOTDA的分布式光纤传感技术新进展[J].激光与光电子学进展，2013，50（10）：40-44.

[11] 黃俊，段刘蕊，景霞，等.带温度补偿的分布式光纤温度传感系统设计[J].光学技术，2017，43（2）：176-179.

[12] 邵军，李武，姜涛，等.光纤光栅温度补偿技术研究[J].科技资讯，2011（28）：34-35.

[13] 杨莹浩.桥梁结构挠度测量方法研究[D].西安：长安大学，2009.

[14] KOVARI K，AMSTAD C H.A new method of measuring deformations in diaphragm walls and piles[J].Géotechniqne，1982，32（4）：402-406.

[15] 王英，彭丽，李文婷.关于平截面假定的理解和验证[J].上海师范大学学报（自然科学版），2019，48（2）：160-164.

（编辑：郑 毅）

Research on pile displacement monitoring method based on optical fiber sensing technology

ZHU Donglian1，3，LIN Weining2，CHENG Guihai1，CHEN Qiuping2，ZHAO Weilai2，CHEN Guoliang3

（1.School of Resources，Environment and Materials，Guangxi University，Nanning 530004，China; 2.Jinhua-Yiwu-Dongyang Rail Transit Co.，Ltd.，Jinhua 321000，China; 3.State Key Laboratory of Rock and Soil Mechanics and Engineering，Wuhan Institute of Rock and Soil Mechanics of CAS，Wuhan 430071，China）

Abstract：

Now available layout of optical fiber sensors has defects of single deployment，which could not meet demands of various projects.For this reason，according to the requirements of horizontal displacement monitoring of practical engineering pile，we develop a new single-U shaped and a multi-U shaped layout.Meanwhile，a simple supported beam of PVC pipe is designed，and its bending deformation and strain were measured by using distributed optical fiber sensor.The deflection of the pipe is calculated by different combination of strain，and the errors of each combination are analyzed.Finally，the above two optical fiber layout methods were applied to the actual engineering pile horizontal displacement monitoring，and the effect of optical fiber sensor monitoring data were compared.The experimental and practical engineering analysis show that when the distributed fiber is used to calculate the pile displacement，the double-axis strain being perpendicular to excavation face should be firstly used to calculate the pile displacement，and then the other axial strains can be converted into the lateral strain of the foundation pit，and further the double-axis strain can be used to calculate the pile displacement，while the multi-axis strain calculation will cause redundant errors.In practical engineering application，the monitoring effect of distributed optical fiber sensor is better than that of inclined pipe.

Key words：

foundation pit monitoring;envelope structure;optical fiber sensor;layout method of optical fiber;displacement calculation